導流錐式超聲速旋流分離裝置流動特性

胡大鵬，王熒光，任文文，趙健華，劉培啟（大連理工大學化工機械學院，遼寧 大連 116023）

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導流錐式超聲速旋流分離裝置流動特性

胡大鵬，王熒光，任文文，趙健華，劉培啟
（大連理工大學化工機械學院，遼寧 大連 116023）

摘要：采用二維軸對稱模型，以理想空氣為介質對超聲速旋流分離裝置內的流場特性進行了數值模擬。同時搭建實驗平臺，對小壓比條件下影響流場特性和分離性能的結構和操作參數進行了研究。研究結果表明：進出口壓比為1.4同時排液通道外壁張角小于12°時，超聲速噴管擴張段內在面積比達1.27的情形下仍不存在氣動激波，同時對擴張段內存在激波產生的情況進行分析，得出其原因為在排液口內產生反向壓縮波，并向噴管上游移動。通過實驗研究得出，壓比為1.4，面積比為1.27時超聲速旋流分離器分離效率最高，達到20.5%。

關鍵詞：超聲速流動；流體動力學；數值模擬；激波；離心分離；Mach數

2015-12-02收到初稿，2016-03-06收到修改稿。

聯系人：劉培啟。第一作者：胡大鵬（1963—），男，教授。

Received date: 2015-12-02.

Foundation item: supported by the National Natural Science Foundation of China (21206013, 21476036) and the Basic Research Project of Key Laboratory of Liaoning Provincial Education Department(LZ2015019).

引　言

天然氣作為一種潔凈的化工原料被廣泛應用于諸多行業，然而從天然氣井直接開采出的天然氣中含有大量的水蒸氣，使得天然氣在輸運和處理過程中易形成液態水或固態冰，會大大降低設備的性能[1]。目前常用的天然氣脫水方法有[2-6]：J-T閥和透平膨脹機、三甘醇脫水技術和分子篩脫水技術等。而且天然氣脫水裝置正朝著體積小、操作方便、投資和使用成本低和無污染的方向發展。超聲速冷凝旋流分離技術[7-10]作為一種近年來出現的新型脫水技術，采用低溫冷凝法和強大的旋流場可以快速脫除含濕天然氣中的重烴組分，其最大的優點是集膨脹制冷和旋流分離于一體，而且由于其較大的軸向速度，介質在設備內停留時間短，只有幾毫秒，不易生成水合物，進而不會造成設備和管道的堵塞。因此，與傳統的分離方法相比，超聲速旋流分離技術具有工藝簡單、結構緊湊和無轉動部件的顯著優勢，具有廣闊的應用前景[11-12]。

目前，關于超聲速分離器的結構研究主要集中在Laval噴管、旋流發生器和用于回收壓力的擴壓器3個方面。Laval噴管是裝置分離段產生均勻超聲速氣流的重要部件，其出口截面與喉部面積比保證了裝置達到設計Mach數的要求，噴管曲線線型直接決定氣流的均勻度[13]。曹學文等[14]對3種不同的噴管設計方法進行對比分析，得出：當噴管漸縮段采用維托辛思基曲線、喉部為一段光滑圓弧、擴張段采用福爾士法進行設計時，噴管出口氣流均勻，達到設計要求。楊文等[15]結合雙三次曲線法、圓弧加直線方法以及邊界層黏性修正對Laval噴管的結構設計進行研究，認為邊界層位移厚度沿軸向線性發展，線性修正角為0.5°。Wyslouzil等[16]在超聲速實驗中采用直線型噴管，漸擴段傾角1.8°，且在噴管喉部采用三次樣條曲線使噴管收縮和擴張段光滑過渡，這樣可以避免在噴管下游產生弱激波。旋流發生器作為超聲速分離器的另一個核心部件也受到了廣泛的關注，文獻[17-18]研究了旋流對噴管內超聲速流動的影響，對有旋流和無旋流的幾何模型進行了數值和實驗研究，得出旋流運動會引起噴管內超聲速流動的不均勻，使噴管內出現Mach數沿截面徑向分布的不一致，且研究結果表明隨著旋流強度的增加，這種速度沿徑向分布的不一致性會更加明顯。目前，噴管結構和旋流發生器的研究主要集中在其對超聲速流動穩定性和均勻性方面，而用來降低流速，回收壓力能的擴壓器的研究主要集中在能量損失方面。文獻[19]研究了激波前Mach數和氣體絕熱指數對擴壓器回收壓力能的影響，得出激波前Mach數越大，壓力恢復系數越小，即壓力能損失越大。因此，Laval噴管、旋流發生器和擴壓器的設計要綜合考慮。在滿足設計要求的前提下，應保證噴管內氣流的均勻性和更小的壓力能損失。排液口作為超聲速分離器的重要組成部分，位于噴管出口和擴壓器進口的相交處，對噴管內的超聲速流動和可凝組分的分離效率有著重要的影響，目前關于排液口的結構及幾何尺寸對噴管內流動特性影響的報道還較少。

本文設計了一種新型導流錐式超聲速旋流分離器，通過調節導流錐的位置實現了超聲速噴管喉部面積可調，噴管擴張段采用圓形截面，與環形噴管截面相比，壓力損失小，分離效率高，尤其適用于小壓比工況。實現進口氣體含濕組分冷凝分離的首要前提是，在超聲速旋流分離擴展段建立穩定的低溫旋流場，盡量避免排液口對上游噴管內流場的影響。本文首先建立二維軸對稱超聲速旋流數值模型，以理想干空氣為介質對超聲速旋流分離裝置內的流場特性進行了數值模擬，重點分析了排液口結構對上游旋流超聲速流場的影響。在對超聲速旋流裝置結構優化的基礎上，以含濕空氣為實驗介質實驗研究了裝置的分離效率。主要分析不同噴管面積比、排液通道外傾角和壓比對噴管內流動特性和設備分離效率的影響。

1　數學模型

為了能準確反映噴管內的流動狀態，同時保證控制方程推導的方便，假設噴管內的流動為二維軸對稱、絕熱、可壓縮流動，建立如下的質量、動量和能量守恒方程。

質量守恒方程

動量守恒方程

能量守恒方程

式中，ui(i=1,2)分布為流場x、y方向的速度；p、T為流場的壓力和溫度；ρ為流體密度；k為流動介質的傳熱系數；cp為比熱容；τij為湍流應力張力；ρgi為i方向上的體積力。由于超聲速旋流器進口氣體在噴管內膨脹加速到Mach數Ma > 1后，在排液口附近，受壁面幾何形狀突變的影響會在噴管漸擴段內形成駐激波，產生壓力和溫度的間斷面。求解該問題時選用建立在Godunov方法基礎上的Roe通量差分分裂二階迎風離散格式[20]，在時間域上采用全隱式時間積分方案。根據噴管內流體的流動特性和不同湍流模型的適用范圍而采用標準的k-ε模型。求解方程時采用所有變量聯立的耦合式解法。由于本文研究小壓比下干空氣在超聲速旋流分離裝置中的流動特性，氣體狀態方程采用理想氣體狀態方程[21]。

2　模型驗證

本文采用文獻[22]中的實驗數據對所建模型進行驗證，實驗噴管的結構如圖1所示，操作參數和結構參數見表1、表2。

圖1　實驗噴管的幾何模型Fig.1　Geometrical model of experimental nozzle

表1　實驗噴管的操作參數Table 1　Operating parameters of experimental nozzle

表2　實驗噴管的結構參數Table 2　Structural parameters of experimental nozzle

圖2　噴管內靜壓沿軸線的分布Fig.2　Pressure distribution along axis of nozzle

根據實驗噴管的操作參數，用于模型驗證的邊界條件：進出口均采用壓力邊界條件，數值分別為0.46和0.10 MPa；進出口溫度分別為288和291 K。圖2為模擬所得噴管中心靜壓與實驗測量值的對比，x表示噴管任意截面與進口的軸向距離，噴管喉部位置為x = 50 mm。從圖中可以看出，當x在0～100 mm范圍內時，模擬值與實驗值基本吻合；當x > 100 mm時，則存在一定的偏差。主要原因是實驗采用的介質是含濕氣體，在x = 100 mm位置濕空氣中水蒸氣產生自發凝結現象釋放大量凝結潛熱使氣體膨脹偏離等熵膨脹過程。本文數值模型中采用的介質是干空氣，并沒有考慮含濕組分的凝結特性，使得噴管軸線上的壓降過程繼續沿著等熵膨脹線下降，以至于x > 100 mm之后位置的靜壓模擬值相對于實驗值略低。對比x在0～100 mm范圍內的靜壓模擬和實驗曲線，本文所建立的數學模型能正確反映干空氣在超聲速噴管內的流場特性。

3　幾何模型及數值模擬結果分析

3.1幾何模型

當不考慮裝置前的旋流器時，超聲速旋流分離器幾何模型具有旋轉軸對稱的特性，因此采用二維軸對稱模型對超聲速旋流分離器內的流場特性進行數值研究。圖3(a)、(b)分別為二維全模型和排液口結構示意圖。影響超聲速旋流器內流場特性的結構參數有：噴管漸縮和漸擴長度L1、L2，排液間隙Lb，排液通道內外傾角及其出口面積與喉部面積之比A2/A1。下面采用本文建立的數值模型分別計算以上結構參數對噴管內流場特性的影響。以超聲速旋流器高壓進口邊為軸向長度原點。

圖3　超聲速分離器幾何模型Fig.3　Geometrical model of supersonic gas separator

采用Gambit對模型進行網格劃分，如圖4所示，圖4(a)、(b)分別為噴管喉部和排液口的網格示意圖。為減小計算量，模型主要采用四邊形結構化網格，近壁面采用邊界層網格，分別對噴管喉部和排液口附近區域進行網格細化。為了避免網格疏密程度對計算結果造成影響，對表3中的不同網格數模型分別進行計算，并對比和分析不同網格數量下Mach數沿軸向分布曲線。

圖4　二維數值計算網格劃分Fig.4　Grid of two-dimensional numerical computation

表3　不同網格數量Table 3　Different computational grids

圖5為壓比1.4，面積比1.27時，不同網格數量下的Mach數沿中心軸線的分布曲線。從圖中可以看出，模型2和模型3的分布曲線基本一致，即當最小網格尺寸取0.01 mm時，繼續細化網格對計算結果沒什么影響。因此，采用模型網格數量為46235，近壁面邊界層網格最小厚度為0.01 mm。

圖5　不同網格數下Mach數沿軸向的變化曲線Fig.5　Curves of Mach number distribution along axis with different computational grids

利用計算流體力學CFD軟件Fluent對建立的數值模型進行求解，采用基于密度定常隱式求解器，在空間上采用二階迎風有限體積格式對控制進行離散。進口及濕、干氣出口均采用壓力邊界條件，如圖3(a)所示，對稱軸給定軸對稱邊界條件，壁面采用無滑移邊界條件，壓力進口邊界條件給定總壓和總溫，壓力出口邊界條件給定靜壓值，同時出口溫度采用第2類邊界條件。用于建模的結構參數：L1=100 mm，L2=500 mm，Lb=1.5 mm，inner angle=8°，outer angle=12°～24°，A2/A1=1.27～1.35；數值計算的操作參數入口總壓pin=0.12、0.13、0.14、0.15 MPa，入口總溫Tin=300 K，干、濕氣出口的靜壓pdry、pwet均為0.1 MPa。操作參數和結構參數的確定遵循以下流程：根據實驗室所能提供的流量條件和最大壓比確定噴管的喉部直徑→根據噴管的理論計算公式確定噴管進出口截面積→利用數值計算軟件Fluent來驗證設計的合理性→實驗研究→確定最優結構參數和操作參數。

3.2計算結果及分析

3.2.1結構和操作參數對流動的影響超聲速旋流分離器噴管擴張段內軸線上的Mach數分布是反映噴管內流場特性的一個重要因素。基于本文建立的二維軸對稱模型，研究了不同排液口傾角、面積比及壓比下噴管內Mach數沿軸向的分布情況。

圖6(a)是在壓比為1.4，排液通道外傾角為12°，噴管面積比分別為1.27、1.29、1.34和1.35時Mach數沿軸向的分布曲線，從圖中可以看出，不同面積比下的計算結果有著相同的變化趨勢，當氣體運動到噴管喉部時達到聲速，在噴管漸擴段內，氣體繼續膨脹加速，產生低溫環境，使含濕氣體在噴管內凝結；其后在排液口附近以及擴壓段內產生激波，氣體速度降低，靜壓升高。顯然，隨著面積比的增大，噴管漸擴段內相同位置處的Mach數也逐漸增大。

為了探究在排液口附近產生激波的原因，對排液通道外傾角以及壓比對流動狀態的影響進行研究，圖6(b)描述的是在壓比為1.4，面積比為1.27，排液通道外傾角分別為12°、16°、20°和24°時Mach數沿軸向的分布曲線，從圖中可以看出，隨著排液通道外傾角的增大，在排液口附近形成的激波逐漸向噴管上游移動，當外傾角為12°時，排液口對噴管內的流動特性的影響最小。

圖6　不同參數下Mach數沿軸向的變化曲線Fig.6　Curves of Mach number distribution along axis with different parameters

圖6(c)描述了面積比為1.27，排液通道外傾角為12°，壓比分別為1.2、1.3、1.4和1.5時Mach數沿軸向的分布曲線，從圖中可以看出，隨著壓比的增大，噴管內激波產生的位置向下游移動，但是當壓比大于1.4，繼續增大壓比對激波所產生的位置影響不大；從圖中還可以明顯看出，隨著壓比的增大，擴壓段內激波前的Mach數越大，即總壓損失越大，所以在此面積比條件下，采用1.4的壓比即可。

3.2.2原因分析由以上的分析可知，結構參數和操作參數的改變并不能避免排液口附近激波的產生，然而激波的存在會導致排液口附近溫度升高，凝結的液滴可能會再次揮發與干氣混合，降低分離效率。因此，本節以壓比1.4，面積比1.27，排液通道外傾角12°為例進行分析。圖7為噴管出口與排液口附近靠近壁面處軸向速度沿軸向的分布曲線，從圖中可以看出，在x = 598 mm處，軸向速度由正向變為反向，且隨著軸向距離的增加，軸線速度的大小也顯著增大，在x = 602 mm處，軸向速度恢復成向下游移動，產生這種流動現象的原因是排液口壓力邊界條件設置的壓力為0.10 MPa，噴管內的高速低壓氣體撞擊排液腔內的高壓氣體，形成一道反向壓縮波，并向上游移動，引起返流現象。由于噴管內是超聲速，反向壓縮波并不能向上游移動，但是在靠近壁面處流速低且速度梯度較大，反向壓縮波的存在會對靠近壁面的流速產生較大的影響，使靠近壁面的流速降低，增加了邊界層的厚度，邊界層的存在使噴管出口附近實際截面積減小，從而使氣體不能繼續膨脹加速，流速降低。

圖7　噴管出口與排液口入口附近靠近壁面處軸向速度沿軸向的分布曲線Fig.7　Curves of axial velocity close to wall along axis of nozzle outlet and liquid discharge inlet

圖8為噴管出口、排液口和漸擴器入口相接處的速度等值線分布云圖，從圖中可以看出在x = 587 mm處壁面邊界層逐漸變厚，對噴管內流速的影響也越來越明顯，使噴管出口附近流速由400 m·s?1降低至300 m·s?1。因此，為了避免回流對分離效率的影響，在實驗的過程中可通過調節干氣出口閥門控制干氣出口背壓，在保證壓比的條件下提高噴管內的靜壓，使濕氣出口有氣體流出。

圖8　噴管出口、排液口和漸擴器入口相接處的速度等值線分布云圖Fig.8　Velocity counter map of nozzle outlet, inlet of liquid discharge and diffuser

4　實驗研究

4.1SGS實驗裝置結構

導流式超聲速冷凝旋流分離器作為整個實驗流程的核心部件，其整體結構如圖9所示，噴管和排液腔的結構尺寸與前文用于二維數值計算的尺寸一致。采用軸流式旋流器起旋，混合氣體沿著軸線方向進入旋流器中，沿著葉片流道流動而形成強旋流。葉片的成型原理[23]是一條直線與一個圓柱面相交成一定的角度，直線沿著圓柱面上的某條圓弧線移動所形成的曲面即葉片型面。圖10為旋流發生器的結構示意圖，本文實驗研究采用的旋流發生器高度為160 mm，葉片出口角為55°。

圖9　SGS整體結構Fig.9　Whole structural diagram of SGS

圖10　旋流發生器的結構Fig.10　Structural diagram of swirling generator

4.2實驗流程

圖11為超聲速旋流分離裝置分離性能研究的實驗流程。穩壓罐出來的高壓空氣與蒸氣發生裝置提供的酒精蒸氣混合，經過立式氣液旋流分離器進行預分離。經過預分離后的混合氣體進入過濾裝置進行再次分離，得到的空氣和乙醇蒸氣的混合氣體作為實驗介質。混合氣體進入導流式超聲速旋流分離器，氣流經設備處理后被分為兩股氣流，濕度較小的稱為干氣從干氣出口6排出，另一股稱為濕氣，從排液口7排出。

圖11　超聲速旋流分離裝置性能實驗研究流程Fig.11　Schematic diagram of experimental process of supersonic gas separator1—low pressure air; 2—high pressure air; 3—liquid water (or ethanol); 4—vapor(water or ethanol); 5—mixture of air and vapor; 6—dry gas; 7—wet gas

4.3性能評價指標

為了評價裝置的分離性能，研究排液裝置結構的影響，以重組分脫除率、露點降和干氣率作為裝置分離性能評價指標。

重組分脫除率δsteam的計算公式為

式中，xsteam,in和xsteam,dry分別為超聲速分離設備進口和干氣出口混合氣體所含乙醇的質量分數，由色譜分析儀測得。

露點降ΔTd的計算公式如下

式中，Td,in和Td,dry分別為超聲速分離設備進口和干氣出口混合氣體的露點，可以由露點儀直接測得。

4.4實驗結果及分析

在實驗中，通過激光筆照射透明玻璃管內，可以看到垂直光柱（圖12），這一典型的丁達爾現象說明噴管旋流氣內含有冷凝液滴。通過肉眼也可以觀測到整個透明管內液滴的跡線（圖13），混合氣體以與水平方向成固定角度的螺旋線軌跡運動。混合氣體通過旋流器獲得切向速度，在進氣與出氣壓差的作用下產生軸向運動速度，因此混合氣體以螺旋線的軌跡運動。在透明有機玻璃管壁面處可觀測到液體沿壁面螺旋線運動，即冷凝的液滴在離心力作用下已到達壁面處，可以從排液口處分離。

圖12　激光照射圖Fig.12　Picture of laser irradiating nozzle

圖13　液相跡線圖Fig.13　Track diagram of liquid phase

圖14為壓比1.4時，不同面積比下混合氣體的露點降和乙醇脫除率隨面積比的變化曲線，顯然，不同面積比條件下，乙醇脫除率與露點降的變化趨勢基本相同，均隨著面積比的增大而減小；當面積比為1.27時，乙醇脫除率和干氣露點降均達到最大值，分別為20.5%和4.2 K。

圖14　乙醇露點降和脫除率隨面積比的變化Fig.14　Variation of ΔTdand δsteamwith AR

根據前面模擬結果可知，當壓比為1.4，排液腔外傾角為12°時，不同面積比下，噴管內均能達到超聲速流動狀態，且隨著面積比的增大，噴管內Mach數逐漸增大，然而分離效率卻呈現降低的趨勢，其原因是Mach數增大，即軸向速度增加，液滴在噴管內的停留時間降低，已經凝結的液滴未甩到壁面上就已經從干氣出口排出，乙醇脫除率和干氣露點降表現出下降的趨勢，因此，在設計超聲速噴管時應該選擇合適的面積比，在保證噴管內的低溫環境足以實現可凝蒸氣的凝結，且保證液滴在噴管內的停留時間。

5　結　論

通過對導流錐式超聲速旋流分離器進行數值和實驗研究，得出如下結論。

（1）減小排液通道的外傾角可以有效改善返流的影響，避免激波在噴管內產生，但是適當增加面積比和壓比并不能消除回流現象，在實驗過程中應調節裝置干氣出口閥，在保證壓比的前提下，提高背壓使濕氣能從排液腔排出。

（2）搭建了超聲速旋流分離器的實驗平臺，在實驗中發現，可通過加工透明玻璃管和激光照射的方法判斷噴管內可凝組分是否已經開始凝結。

（3）在壓比一定條件下，適當地增大面積比即是為含濕氣體的凝結提供了更低溫的環境，但是在面積比為1.27時，噴管內的低溫環境已可以保證含濕氣體的凝結，繼續增大面積比即加大了氣體在噴管內膨脹的力度使軸向速度增大縮短液滴沉降時間從而影響分離效率。在壓比為1.4，面積比為1.27時，乙醇脫除率達到20.5%。

符號說明

A1, A2——分別為噴管喉部截面積、出口截面積，mm2

cp——流體的比定壓熱容，J·kg?1·K?1

L1, L2——分別為噴管漸縮段和漸擴段的長度，mm

PRC——壓力恢復系數

pin, pdry, pwet——分別為噴管進口、干氣出口和濕氣出口的壓力，MPa

Td,in, Td,dry——分別為超聲速分離設備進口和干氣出口混合氣體的露點，K

ΔTd——混合氣體露點降，K

Tin, Tdry, Twet——分別為噴管進口、干氣出口和濕氣出口的溫度，K

u1, u2——分別為流場x、y方向的速度，m· s?1

x——噴管任一截面與進口的軸向距離，mm

xsteam,in, xsteam,dry——分別為超聲速分離設備進口和干氣出口混合氣體所含乙醇的質量分數

δsteam——混合氣體重組分脫除率

κ——流體的傳熱系數，W·m?2·K?1

ρ——流體密度，kg·m?3

ρgi——i方向上的重力體積力，N·m?3

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Flow characteristic of supersonic gas separator with diversion cone

HU Dapeng, WANG Yingguang, REN Wenwen, ZHAO Jianhua, LIU Peiqi
(School of Chemical Machinery, Dalian University of Technology, Dalian 116023, Liaoning, China)

Abstract:The two-dimensional axial model is adopted to study the flow characteristic in supersonic nozzle using ideal gas as medium. Experimental platform is set up to study the influence of structural and operating parameters on flow field and separation efficiency under low pressure ratio. The numerical results indicate that there is no shock wave in the nozzle divergent section when pressure ratio is 1.4, outer angles of liquid discharge chamber is less than 12° and area ratio is 1.27. Meanwhile, the analysis of the leading shock waves indicates that the reverse compression waves appear in the liquid discharge chamber and move to nozzle upstream. The experimental results show that the highest separation efficiency of the supersonic gas separator (SGS) can reach 20.5% when the pressure ratio and area ratio are set to 1.4 and 1.27, respectively.

Key words:supersonic flow; hydrodynamics; numerical simulation; shock wave; centrifugation; Mach number

中圖分類號：TQ 051.8

文獻標志碼：A

文章編號：0438—1157（2016）06—2417—09

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151817

基金項目：國家自然科學基金項目（21206013，21476036）；遼寧省教育廳重點實驗室基礎研究項目（LZ2015019）。

Corresponding author:Prof. LIU Peiqi, lpq21cn@dlut.edu.cn